JP7386613B2 - 熱交換器およびそれを備えた空気調和機 - Google Patents

Description

本発明は、熱交換器およびそれを備えた空気調和機に関する。

一般的な空気調和機では、圧縮機、四方弁、室内熱交換器、膨張弁、室外熱交換器が環状に接続された冷凍サイクルが構成されている。四方弁によって冷媒が循環する方向を制御することで、冷房運転と暖房運転とが切り換えられる。冷房運転では、室内熱交換器が蒸発器となる。暖房運転では、室内熱交換器が凝縮器となる。空気調和機では、冷房運転時に室内熱交換器を流れる冷媒の流動方向と、暖房運転時に室内熱交換器を流れる冷媒の流動方向とは、互いに逆向きである。

冷房運転の場合、室内熱交換器を流れる冷媒は比容積（冷媒１ｋｇの体積）が大きく、流速が速い状態になるため、冷媒の圧力損失が大きくなる。これに対して、一般的には、冷媒の経路の数を多く設定することで、冷媒の流速を緩和し、冷媒の圧力損失に伴う蒸発性能の低下を抑制する対策が採られていた。ところが、室内熱交換器の冷媒の経路の数を増加させた場合には、室内熱交換器を凝縮器として使用する暖房運転時には、冷媒の流速が低下し、伝熱管内の熱伝達率が低下するという問題があった。

このような問題点を解決するために、第１熱交換部と第２熱交換部とを有する熱交換器を備えた空気調和機が提案されている。熱交換器を蒸発器として使用する場合には、第１熱交換部と第２熱交換部とを並列に接続することによって、冷媒の経路の数が増加される。一方、熱交換器を凝縮器として使用する場合には、第１熱交換部と第２熱交換部とを直列に接続することによって、冷媒の経路の数が減少される。なお、この種の空気調和機を開示した特許文献として、たとえば、特許文献１がある。

国際公開第２０１５／０６３８５３Ａ１号

Lockhart, R.W. and Martinelli, R.C., Chem. Eng. Progress, 45(1949),39-48.

上述した第１熱交換部と第２熱交換部とを有する熱交換器を室内機として適用した場合において、熱交換器が蒸発器として機能する冷房運転時では、第１熱交換部と第２熱交換部とが並列に接続されることになる。

しかしながら、第１熱交換部の伝熱管の本数等および第２熱交換部の伝熱管の本数等の制約から、現実的に接続することが可能な伝熱管による冷媒の経路の数（パス数）の自由度が低く、熱交換器として熱交換性能を十分に発揮することが難しいという技術的課題があった。

本発明は、上記技術的課題を解決するためになされたものであり、一つの目的は、蒸発器として使用した場合の熱交換性能を向上させることができる熱交換器を提供することであり、他の目的は、そのような熱交換器を適用した空気調和機を提供することである。

本発明に係る熱交換器は、冷房能力として、定格冷房能力４ｋＷから８ｋＷまでのうちのいずれかの冷房能力を少なくとも有する熱交換器であって、第１熱交換部と第２熱交換部とバイパス配管とを備えている。第１熱交換部は、複数の第１伝熱管が配置されている。第２熱交換部は、第１熱交換部に直列に接続され、複数の第２伝熱管が配置されている。バイパス配管は、第１熱交換部に対して、第２熱交換部に接続されている側と、第２熱交換部に接続されている側とは反対側とを繋ぐ態様で並列に接続されている。第１熱交換部および第２熱交換部が蒸発器として機能する場合では、冷媒は、第１熱交換部およびバイパス配管のそれぞれを流れた後に第２熱交換部を流れる。冷媒が第１熱交換部を流れる際の第１圧力損失をΔＰ_１とする。冷媒が第２熱交換部を流れる際の第２圧力損失をΔＰ_２とする。前記第１熱交換部の第１伝熱管外伝熱面積をＡ_Ｏ，１とする。前記第２熱交換部の第２伝熱管外伝熱面積をＡ_Ｏ，２とする。αを式１、α＝（ΔＰ_１／（ΔＰ_１＋ΔＰ_２））／（Ａ_Ｏ，１／（Ａ_Ｏ，１＋Ａ_Ｏ，２））（式１）、によって算出される値とすると、αは、α≧１．８７、を満たす。

本発明に係る空気調和機は、上記熱交換器を備えた空気調和機であって、圧縮機、四方弁、室内機、膨張弁および室外機が、この順に冷媒配管によって環状に接続されている。熱交換器は、室内機および室外機の少なくともいずれかに配置されている。

本発明に係る熱交換器によれば、熱交換器を蒸発器として使用する場合に、第１熱交換部へ流れる冷媒の一部がバイパス配管を流れて第２熱交換部へ流れ込むことになる。これにより、第１熱交換部を流れる冷媒の圧力損失が低下する結果、蒸発器としての熱交換性能を向上させることができる。

本発明に係る空気調和機によれば、上記熱交換器を適用することで、蒸発器としての熱交換性能を向上させることができる。

各実施の形態に係る空気調和機の設置例を示す斜視図である。 各実施の形態に係る空気調和機の設置例を示す側面図である。 各実施の形態に係る空気調和機の冷媒回路の一例を示す図である。 実施の形態１に係る室内熱交換器の構造を模式的に示す図である。 同実施の形態において、図４に示す室内熱交換器における冷媒が流れる経路を模式的に示す図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．１およびＮｏ．２を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．３およびＮｏ．４を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．５およびＮｏ．６を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．７およびＮｏ．８を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．９およびＮｏ．１０を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．１１およびＮｏ．１２を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．１３およびＮｏ．１４を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．１５およびＮｏ．１６を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの結果を説明するための図である。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．１０の場合の、冷房能力と流量係数との関係を示すグラフである。 同実施の形態において、シミュレーションの条件Ｎｏ．１０の場合の、１パス部の冷媒の循環流量と流量係数との関係と、１パス部の圧力損失と流量係数との関係とを、それぞれ示すグラフである。 実施の形態２に係る室内熱交換器の、流量係数とγの値との関係を示す第１のグラフである。 同実施の形態において、室内熱交換器の、流量係数とγの値との関係を示す第２のグラフである。 各実施の形態において、変形例に係る室内熱交換器の構造を模式的に示す図である。

実施の形態１．
はじめに、空気調和機の構成について説明する。図１および図２に示すように、空気調和機１は、居室内に配置される室内機３と、居室外に配置される室外機２１とを備えている。室内機３は、たとえば、居室の壁４１に設置されている。室内機３と室外機２１とは、冷媒配管３３によって接続されている。壁４１には、屋内側４５と屋外側４７とを連通する挿通口４３が設けられており、冷媒配管３３は挿通口４３に挿通されている。

次に、空気調和機１の冷媒回路（冷凍サイクル）について説明する。図３に示すように、室内機３には、室内熱交換器５および室内送風ファン１１が設けられている。室外機２１には、圧縮機２３、四方弁２７、室外熱交換器２５、室外送風ファン３１および減圧器２９が設けられている。圧縮機２３、四方弁２７、室外熱交換器２５、減圧器２９および室内熱交換器５が、冷媒配管３３によって繋がっている。冷媒回路には、冷媒が充填されている。

室内熱交換器５は、主熱交換部７（第２熱交換部）と補助熱交換部９（第１熱交換部）とを備えている。主熱交換部７と補助熱交換部９とは、接続配管３５によって直列に接続されている。補助熱交換部９に対して、主熱交換部７に接続されている側と、主熱交換部７に接続されている側とは反対側とを繋ぐ態様で並列にバイパス配管１３が接続されている。バイパス配管１３には、逆止弁１７とキャピラリーチューブ１５とが取り付けられている。

圧縮機２３は、冷媒を吐出する吐出口２３ａと、冷媒を吸入する吸入口２３ｂとを有する。圧縮機２３は、たとえば、インバータ圧縮機であり、圧縮機２３の回転数は、インバータによって可変制御される。

四方弁２７は、空気調和機１の冷媒回路における冷媒の流れる方向を切り換える機能を有する。四方弁２７は、第１ポートＰ１、第２ポートＰ２、第３ポートＰ３および第４ポートＰ４を有する。第１ポートＰ１は、圧縮機２３の吐出口２３ａに接続されている。第２ポートＰ２は、圧縮機２３の吸入口２３ｂに接続されている。第３ポートＰ３は、冷媒配管３３によって主熱交換部７に接続されている。第４ポートＰ４は、室外熱交換器２５に接続されている。

四方弁２７では、第１ポートＰ１と第３ポートＰ３との間が接続されるとともに、第２ポートＰ２と第４ポートＰ４との間が接続される第１接続状態と、第１ポートＰ１と第４ポートＰ４との間が接続されるとともに、第２ポートＰ２と第３ポートＰ３との間が接続される第２接続状態とが、冷房運転または暖房運転に応じて切り換えられる。

四方弁２７が第１接続状態では、圧縮機２３、室内熱交換器５、減圧器２９、室外熱交換器２５が、この順に接続されることになる。第１接続状態では、室内熱交換器５の主熱交換部７および補助熱交換部９は凝縮器として機能し、室外熱交換器２５は蒸発器として機能する。すなわち、四方弁２７が第１接続状態では、空気調和機１は、暖房運転をすることになる。

四方弁２７が第２接続状態では、圧縮機２３、室外熱交換器２５、減圧器２９、室内熱交換器５が、この順に接続されることになる。第２接続状態では、室外熱交換器２５は凝縮器として機能し、室内熱交換器５の主熱交換部７および補助熱交換部９は蒸発器として機能する。すなわち、四方弁２７が第２接続状態では、空気調和機１は、冷房運転をすることになる。

冷房運転および暖房運転のそれぞれにおいて、主熱交換部７と補助熱交換部９を備えた室内熱交換器５では、室内熱交換器５内を流れる冷媒と居室の空気との間で熱交換が行われる。室外熱交換器２５では、室外熱交換器２５を流れる冷媒と居室外の空気との間で熱交換が行われる。

次に、上述した空気調和機１の動作として、まず、暖房運転の場合について説明する。暖房運転では、四方弁２７は、第１接続状態に切り換えられる。

圧縮機２３を駆動させることによって、圧縮機２３の吐出口２３ａから高温高圧のガス冷媒が吐出する。吐出した高温高圧の冷媒（単相のガス冷媒）は、四方弁２７を介して室内熱交換器５に流れ込む。室内熱交換器５では、冷媒は、まず、主熱交換部７を流れ、次に、補助熱交換部９を流れる。主熱交換部７では、冷媒と室内送風ファン１１によって送り込まれる空気との間で熱交換が行われて、冷媒は凝縮を開始し、補助熱交換部９では、冷媒は高圧の過冷却液となる。一方、送り込まれた空気は温められて、居室内が暖房される。

補助熱交換部９を流れる冷媒が高圧の過冷却の液冷媒となることで、冷媒の圧力損失は小さくなる。しかも、逆止弁１７によって、冷媒はバイパス配管１３を流れることなく、主熱交換部７を流れた冷媒のすべてが、補助熱交換部９を流れることになる。これにより、補助熱交換部９を流れる冷媒の流速が上がり、伝熱管内熱伝達率が高められて、冷媒と空気との熱交換性能が向上し、居室内が効率的に暖房される。室内熱交換器５から送り出された高圧の冷媒（過冷却の液冷媒）は、減圧器２９によって、低圧のガス冷媒と液冷媒との二相状態の冷媒になる。

二相状態の冷媒は、室外熱交換器２５に流れ込む。室外熱交換器２５では、流れ込んだ二相状態の冷媒と、室外送風ファン３１によって送り込まれる空気との間で熱交換が行われる。二相状態の冷媒のうち、液冷媒が蒸発して、低圧の冷媒（単相のガス冷媒）になる。室外熱交換器２５から送り出された低圧の冷媒（ガス冷媒）は、四方弁２７を介して吸入口２３ｂから圧縮機２３に流れ込む。圧縮機２３に流れ込んだ低圧の冷媒は、圧縮されて高温高圧の冷媒（ガス冷媒）となって、再び圧縮機２３の吐出口２３ａから吐出する。以下、このサイクルが繰り返される。図３では、暖房運転の場合の冷媒の流れが、実線の矢印によって示されている。

次に、冷房運転の場合について説明する。冷房運転では、四方弁２７は、第２接続状態に切り換えられる。

圧縮機２３を駆動させることによって、圧縮機２３の吐出口２３ａから高温高圧のガス冷媒が吐出する。吐出した高温高圧の冷媒（単相のガス冷媒）は、四方弁２７を介して室外熱交換器２５に流れ込む。室外熱交換器２５では、流れ込んだ冷媒と、室外送風ファン３１によって送り込まれる空気との間で熱交換が行われる。高温高圧の冷媒は、凝縮して高圧の冷媒（単相の液冷媒）になる。

室外熱交換器２５を送り出された冷媒は、減圧器２９によって、低圧のガス冷媒と液冷媒との二相状態の冷媒になる。二相状態の冷媒は、室内熱交換器５に流れ込む。室内熱交換器５では、流れ込んだ二相状態の冷媒と、室内送風ファン１１によって送り込まれる空気との間で熱交換が行われる。二相状態の冷媒は、液冷媒が蒸発して低圧の冷媒（単相のガス冷媒）になる。この熱交換によって、室内が冷却されることになる。

室内熱交換器５では、室内熱交換器５に流れ込む冷媒のうち、大部分の冷媒が、まず、補助熱交換部９に流れ込むとともに、残りの冷媒は、補助熱交換部９を流れずに、バイパス配管１３を流れる。バイパス配管１３を流れた冷媒は、補助熱交換部９を流れた冷媒と合流して、主熱交換部７に流れ込むことになる。補助熱交換部９を流れる冷媒の流量が減少することで、補助熱交換部９を流れる冷媒の圧力損失が低減し、その結果として、室内熱交換器５における熱交換性能が向上する。これについては、後述する。

室内熱交換器５から送り出された低圧の冷媒（ガス冷媒）は、四方弁２７を介して吸入口２３ｂから圧縮機２３に流れ込む。圧縮機２３に流れ込んだ低圧の冷媒は、圧縮されて高温高圧の冷媒（ガス冷媒）となって、再び圧縮機２３の吐出口２３ａから吐出する。以下、このサイクルが繰り返される。図３では、冷房運転の場合の冷媒の流れが、点線の矢印によって示されている。

上述した空気調和機１では、冷房運転の際に、室内熱交換器５に送り込まれた冷媒のうち、大部分の冷媒は、補助熱交換部９を流れて主熱交換部７に送り込まれる一方、残りの冷媒は、バイパス配管１３を流れて主熱交換部７に直接送り込まれる。これにより、熱交換性能を向上させることができる。このことについて、室内熱交換器５の具体的な構造の一例を挙げて説明する。

図４に示すように、室内熱交換器５は、４つの補助熱交換部９（第１熱交換部）と４つの主熱交換部７（第２熱交換部）とを備えている。まず、補助熱交換部９と主熱交換部７のそれぞれにおいて、冷媒が流れる経路の数をパス数と呼び、そのパス数について説明する。

図５は、図４に示される補助熱交換部９および主熱交換部７における冷媒の経路を模式的に示した図である。図５に示すように、補助熱交換部９では、冷媒の経路の数は１経路であり、パス数１である。パス数１を、単に、１パスと記す。主熱交換部７では、冷媒の経路の数は、４経路と８経路とがあり、それぞれパス数４とパス数８である。パス数４を４パス、パス数８を８パスとそれぞれ記す。なお、この明細書では、パス数が２以上の場合には、パス数に対応した数の経路が並列に接続された構成を意図する。

補助熱交換部９のパス数（１パス）は、主熱交換部７のパス数（４パス、８パス）よりも少ない。このため、補助熱交換部９では、冷媒の流速が速くなり、冷媒の圧力損失が大きくなるところ、一部の冷媒は、バイパス配管１３を流れて主熱交換部７に直接送り込まれるため、補助熱交換部９では、冷媒の流量が減少し、冷媒の圧力損失が低減されることになる。

一方、バイパス配管１３を流れる一部の冷媒は、補助熱交換部９では、熱交換が行われないことになるため、室内熱交換器５としては、補助熱交換部９の伝熱面積分が減少したのと同じことになる。

このとき、冷媒をバイパス配管１３に流すことによって、補助熱交換部９の伝熱面積分の減少に伴う冷房能力の低下に対して、冷媒をバイパス配管１３に流すことによって、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失の低減に伴う冷房能力の向上が勝っている場合には、室内熱交換器５として、冷房能力が向上することになる。

発明者は、冷媒をバイパス配管１３に流すのがよいか否かを判断する算出式として、経験的見地から、次の式１、
α＝（ΔＰ_ｓｕｂ／（ΔＰ_ｓｕｂ＋ΔＰ_ｍａｉｎ））／（Ａ_{ｏ，ｓｕｂ}／（Ａ_{ｏ，ｓｕｂ}＋Ａ_{ｏ，ｍａｉｎ}））≧β …式１、
を導出した。

ここで、ΔＰ_ｓｕｂ（ΔＰ_１に対応）は、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失である。ΔＰ_ｍａｉｎ（ΔＰ_２に対応）は、主熱交換部７における冷媒の圧力損失である。Ａ_{ｏ，ｓｕｂ}（Ａ_Ｏ，１に対応）は、補助熱交換部９の伝熱管外伝熱面積（第１伝熱管外伝熱面積）である。Ａ_{ｏ，ｍａｉｎ}（Ａ_Ｏ，２に対応）は、主熱交換部７の伝熱管外伝熱面積（第２伝熱管外伝熱面積）である。

式１では、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失と主熱交換部７における冷媒の圧力損失との和に対する補助熱交換部９における冷媒の圧力損失の割合と、補助熱交換部９の伝熱管外伝熱面積と主熱交換部７の伝熱管外伝熱面積との和に対する補助熱交換部９の伝熱管外伝熱面積の割合との関係が比として表されている。発明者は、その比の値（α）が、β（一定値）以上であれば、冷媒をバイパス配管１３に流すことで、室内熱交換器５として、冷房能力を向上させることができると考えた。

発明者は、この式１に基づいて、βの値をシミュレーションによって求めることを試みた。シミュレーションに際して、実際の熱交換器の構造を想定し、ＪＩＳ規格（Ｃ９６１２）に基づいて、１６条件を設定した。シミュレーションの条件を、図６、図７、図８、図９、図１０、図１１、図１２および図１３のそれぞれに示す。

定格冷房能力として、４０クラスと８０クラスとを設定した。４０クラスとは４ｋＷを意味する。８０クラスとは８ｋＷを意味する。４０クラスと８０クラスのそれぞれについて、運転状態として、定格冷房と中間冷房とを設定し、その定格冷房と中間冷房とのそれぞれについて、冷媒の循環量、入力エンタルピー、出口圧力および風量をそれぞれ設定した。

４０クラスの定格冷房では、冷媒の循環量を６８．８ｋｇ／ｈ、入力エンタルピーを２６６．４ｋＪ／ｋｇ、出口圧力を１．２１３ＭＰａＡ、風量を２１．４ｍ^３／ｍｉｎに設定した。４０クラスの中間冷房では、冷媒の循環量を２７．１ｋｇ／ｈ、入力エンタルピーを２６６ｋＪ／ｋｇ、出口圧力を１．５０８ＭＰａＡ、風量を１６．３９ｍ^３／ｍｉｎに設定した。

８０クラスの定格冷房では、冷媒の循環量を１１９．１ｋｇ／ｈ、入力エンタルピーを２６９．４ｋＪ／ｋｇ、出口圧力を０．９７８ＭＰａＡ、風量を２６ｍ^３／ｍｉｎに設定した。８０クラス中間冷房では、冷媒の循環量を５２．８ｋｇ／ｈ、入力エンタルピーを２７１ｋＪ／ｋｇ、出口圧力を１．３６１ＭＰａＡ、風量を２２．７ｍ^３／ｍｉｎに設定した。

また、冷媒をＲ３２に設定した。吸込乾球温度を２７℃に設定した。吸込湿球温度を１９℃に設定した。

次に、補助熱交換部および主熱交換部のそれぞれについて設定した伝熱管の本数等について説明する。説明の便宜上、まず、冷媒の経路を模式的に示した図５と、その図５に対応するシミュレーション条件Ｎｏ．９およびＮｏ．１０を示した図１０とを参照して説明する。

図５に示すように、補助熱交換部９では、冷媒のパス数は、パス数１（１パス）である。主熱交換部７では、冷媒のパス数は、パス数４（４パス）とパス数８（８パス）である。図１０におけるパス数と伝熱管本数の内訳に示されているように、補助熱交換部９では、１パスの伝熱管１０の本数は１６本になる。主熱交換部７では、４パスの伝熱管８の本数は１６本になる。８パスの伝熱管８の本数は３２本になる。

他のシミュレーション条件におけるパス数と伝熱管の本数についても、同じ要領で設定した。図６に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．１およびＮｏ．２では、補助熱交換部９について、パス数として、１パスを設定した。１パスの伝熱管の本数を４本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、２パス、４パスおよび８パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を１２本に設定し、４パスの伝熱管の本数を１６本に設定し、８パスの伝熱管の本数を３２本に設定した。

図７に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．３およびＮｏ．４では、補助熱交換部９について、パス数として、１パスを設定した。１パスの伝熱管の本数を８本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、２パス、４パスおよび８パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を８本に設定し、４パスの伝熱管の本数を１６本に設定し、８パスの伝熱管の本数を３２本に設定した。

図８に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．５およびＮｏ．６では、補助熱交換部９について、パス数として、２パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を４本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、２パス、４パスおよび８パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を１２本に設定し、４パスの伝熱管の本数を１６本に設定し、８パスの伝熱管の本数を３２本に設定した。

図９に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．７およびＮｏ．８では、補助熱交換部９について、パス数として、２パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を８本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、２パス、４パスおよび８パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を８本に設定し、４パスの伝熱管の本数を１６本に設定し、８パスの伝熱管の本数を３２本に設定した。

図１１に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．１１およびＮｏ．１２では、補助熱交換部９について、パス数として、１パスを設定した。１パスの伝熱管の本数を８本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、２パスおよび４パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を８本に設定し、４パスの伝熱管の本数を４８本に設定した。

図１２に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．１３およびＮｏ．１４では、補助熱交換部９について、パス数として、２パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を８本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、２パスおよび４パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を８本に設定し、４パスの伝熱管の本数を４８本に設定した。

図１３に示すように、シミュレーション条件Ｎｏ．１５およびＮｏ．１６では、補助熱交換部９について、パス数として、２パスを設定した。２パスの伝熱管の本数を１６本に設定した。主熱交換部７について、パス数として、４パスを設定した。４パスの伝熱管の本数を４８本に設定した。

また、すべてのシミュレーション条件Ｎｏ．１～Ｎｏ．１６では、主熱交換部７の伝熱管の内径を４．５８ｍｍに設定した。シミュレーション条件Ｎｏ．１～Ｎｏ．８、Ｎｏ．１１～Ｎｏ．１６では、補助熱交換部９の伝熱管の内径を４．５８ｍｍに設定した。シミュレーション条件Ｎｏ．９、Ｎｏ．１０では、補助熱交換部９の伝熱管の内径を６．７４ｍｍに設定した。

図１４に、シミュレーションの結果として、熱交換器における圧力損失、αの値、γの値、最大性能改善率およびＣｖ値を示す。αの値は、式１から算出される値である。γの値については、後述する。

最大性能改善率は、（Ｑ（冷媒をバイパスさせた場合の冷房能力）／Ｑ（冷媒をバイパスさせない場合の冷房能力）－１）×１００（％）によって算出され、冷媒をバイパスさせない場合の冷房能力（ｋＷ）に対して冷媒をバイパスさせた場合に、冷房能力（ｋＷ）がどの程度改善されるかを示す割合である。Ｃｖ値は、キャピラリーチューブを流れる冷媒の流量係数であり、最大性能改善率における流量係数である。

発明者は、αの下限値（β）を設定するに際して、最大性能改善率（％）の値とＣｖ値を考慮した。αの値を算出する式１からは、冷媒の圧力損失に関する割合が、伝熱管外伝熱面積に関する割合よりも大きく、αの値が大きくなるほど、冷房性能を上げることができると推測される。

図６～図１３および図１４に示されるように、熱交換器の能力（４０クラス、８０クラス）、運転条件（定格冷房、中間冷房）によって、αの値が比較的低い値では、最大性能改善率等の値にばらつき（揺らぎ）が認められる。一方、αの値が、１．８７以上になると、最大性能改善率（％）等の値が安定し、冷房性能の改善効果があることがわかった。

さらに、熱交換器の能力を４０クラス（４ｋＷ）に限ると、αの値が、４．５以上になると、最大性能改善率（％）等がより向上することがわかった。

冷媒の流量係数Ｃｖは、図１４に示される値に設定することで、熱交換器としての性能改善率が最大になる。ここで、一例として、シミュレーション条件Ｎｏ．１０の場合の、キャピラリーチューブを流れる冷媒の流量係数Ｃｖの値を変化させたときの冷房能力（Ｗ）の変化を、図１５に示す。

また、キャピラリーチューブ１５を流れる冷媒の流量係数Ｃｖの値を変化させたときのバイパス配管１３を流れる冷媒の量（循環流量）の変化（点線）と、キャピラリーチューブ１５を流れる冷媒の流量係数Ｃｖの値を変化させたときの、補助熱交換部９を流れる冷媒の圧力損失（ｋＰａ）の変化（実線）とを、図１６に示す。

図１６に示すように、流量係数Ｃｖ値が大きい場合には、バイパス配管１３を流れる冷媒の量（循環量）は増加する。このため、補助熱交換部９における圧力損失は低下することになるが、伝熱管内熱伝達率も低下することになる。一方、流量係数Ｃｖ値が小さい場合には、バイパス配管１３を流れる冷媒の量（循環量）が減少する。このため、補助熱交換部９では、冷媒の圧力損失は増加することになるが、伝熱管内熱伝達率も増加することになる。

したがって、補助熱交換部９における熱伝達（伝熱）と圧力損失とのバランスによって、冷房能力（Ｗ）は、流量係数Ｃｖ値に対して極値をもつことになる。たとえば、シミュレーション条件Ｎｏ．１０の場合には、図１５に示されるように、流量係数Ｃｖ値が０．０４のときに、冷房能力（Ｗ）が最も高くなり、最大能力になることがわかった。

空気調和機の性能指標の一つに、ＡＰＦ（通年エネルギー消費効率：Annual Performance Factor）がある。この性能指標は、１年を通してある一定条件のもとで空気調和機を使用したときの消費電力１ｋＷｈあたりの冷房・暖房能力を表したものである。

空気調和機１が、たとえば、ルームエアコンまたはパッケージエアコンの場合には、中間冷房条件の方が、定格冷房条件に比べてＡＰＦに寄与する割合が大きいとされる。このため、キャピラリーチューブ１５を流れる冷媒の流量係数Ｃｖ値は、中間冷房条件のもとで決定することが望ましい。

なお、上述した空気調和機１では、キャピラリーチューブ１５を例に挙げたが、開度調整によって流量係数Ｃｖ値を変えることが可能なバイパス弁を適用してもよい。バイパス弁を適用することで、定格冷房条件および中間冷房条件等の条件に応じて最適な開度に設定することができる。その結果、さまざまな条件下において、空気調和機１の性能を最大限に高めることができる。

なお、今回のシミュレーションによる評価では、室内熱交換器５の定格冷房能力として、４０クラス（４ｋＷ）と８０クラス（８ｋＷ）とを設定した。発明者は、空気調和機としてのさまざまな運転状況を考慮すると、今回の評価結果は、４０クラスと８０クラスとの間の冷房能力を有する室内熱交換器についても、当てはまると考えた。また、発明者は、４０クラスよりも低い冷房能力、または、８０クラスよりも高い冷房能力を有する室内熱交換器についても、今回の評価結果が当てはまる場合があると考えた。

実施の形態２．
実施の形態１では、式１において、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失と主熱交換部７における冷媒の圧力損失との和に対する補助熱交換部９における冷媒の圧力損失の割合と、補助熱交換部９の伝熱管外伝熱面積と主熱交換部７の伝熱管外伝熱面積との和に対する補助熱交換部９の伝熱管外伝熱面積の割合との比をαと表した。ここでは、式１を、熱交換器の具体的な構造に基づいた変数に置き換えた式について説明する。

室内熱交換器５として、一般的にルームエアコンまたはパッケージエアコンで用いられているクロスフィン型熱交換器が適用されているとする。室内熱交換器５が蒸発器として動作する場合には、室内熱交換器５内では、冷媒は気液二相状態になる。冷媒が気液二相状態である場合、直管の伝熱管における圧力損失ΔＰは、式２、

と表される（非特許文献１）。
ここで、φ_ｇは二相増倍係数、λ_ｇは、冷媒がガス単相と仮定した場合の摩擦係数、ｌは伝熱管の長さ（ｍ）、ｄは伝熱管の内径（ｍ）、ξは圧力損失係数、χは乾き度、Ｇｒは質量流量（ｋｇ／ｓ）、ρ_ｇは飽和ガス密度（ｋｇ／ｍ^３）、Ｓは伝熱管内断面積（ｍ^２）である。一般的な室内熱交換器５では、λ_ｇｌ／ｄ≫ξより、圧力損失ΔＰは、式３、

と表される。
ここで、

より、圧力損失ΔＰは、式６、

となる。
この式６から、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失ΔＰ_ｓｕｂを求める。まず、補助熱交換部９において、冷媒が流れる経路（第１経路）の数を第１パス数とし、第１パス数としてｉを有する経路について、伝熱管外伝熱面積（第１伝熱管外伝熱面積）を、Ａ_{ｉ，Ｏ，ｓｕｂ}（Ａ_{ｉ，Ｏ，１}に対応）とし、伝熱管（第１伝熱管）の内径を、ｄ_{ｉ，ｓｕｂ}（ｄ_ｉ，１に対応）とする。そうすると、第１パス数ｉを有する経路の圧力損失（第１部分圧力損失）は、Ａ_{ｉ，Ｏ，ｓｕｂ}・ｉ^{－１．７５}・（ｄ_{ｉ，ｓｕｂ}）^{－４．７５}によって表される。第１パス数の最大値をｎとすると、補助熱交換部９の全体では、冷媒の圧力損失ΔＰ_ｓｕｂは、第１パス数の最小値から最大値ｎまでの総和として、式７、

によって表される。なお、式７では、数式の表現上、第１パス数ｉが１からｎまでのそれぞれの経路の圧力損失の総和として示されているが、シミュレーションでは、該当する第１パス数を有する経路に基づいて、圧力損失の総和が算出されることになる。後述する伝熱管外伝熱面積Ａ_{Ｏ，ｓｕｂ}を算出する式１０についても、同様である。

同じ要領で、主熱交換部７における冷媒の圧力損失ΔＰ_ｍａｉｎを求める。主熱交換部７において、冷媒が流れる経路（第２経路）の数を第２パス数とし、第２パス数としてｊを有する経路について、伝熱管外伝熱面積（第２伝熱管外伝熱面積）を、Ａ_{ｊ，Ｏ，ｍａｉｎ}（Ａ_{ｊ，Ｏ，２}に対応）とし、伝熱管（第２伝熱管）の内径を、ｄ_{ｊ，ｍａｉｎ}（ｄ_ｊ，２に対応）とする。そうすると、第２パス数ｊを有する経路の圧力損失（第２部分圧力損失）は、Ａ_{ｊ，Ｏ，ｍａｉｎ}・ｊ^{－１．７５}・（ｄ_{ｊ，ｍａｉｎ}）^{－４．７５}によって表される。第２パス数の最大値をｍとすると、主熱交換部７の全体では、冷媒の圧力損失ΔＰ_ｍａｉｎは、第２パス数の最小値から最大値ｍまでの総和として、式８、

によって表される。なお、式８では、数式の表現上、第２パス数ｊが１からｍまでのそれぞれの経路の圧力損失の総和として示されているが、シミュレーションでは、該当する第２パス数を有する経路に基づいて、圧力損失の総和が算出されることになる。後述する伝熱外伝熱面積Ａ_{Ｏ，ｍａｉｎ}を算出する式１１についても、同様である。

室内熱交換器５の全体では、圧力損失ΔＰ_ｓｕｍは、補助熱交換部９の圧力損失ΔＰ_ｓｕｂと主熱交換部７の圧力損失ΔＰ_ｍａｉｎとの和として、式７と式８とにより、式９、

によって表される。
次に、補助熱交換部９の伝熱管外伝熱面積Ａ_{Ｏ，ｓｕｂ}を求める。この伝熱管外伝熱面積Ａ_{Ｏ，ｓｕｂ}は、式１０、

によって表される。
次に、主熱交換部７の伝熱管外伝熱面積Ａ_{Ｏ，ｍａｉｎ}を求める。この伝熱管外伝熱面積Ａ_{Ｏ，ｍａｉｎ}は、式１１、

によって表される。
式７～式１１を、式１の右辺へ代入することによって算出される値をγと定義すると、γは、式１２、

と表される。
この式１２から、冷媒の一部をバイパス配管１３に流することで、室内熱交換器５として熱交換性能が向上するか否かを、補助熱交換部９の管外伝熱面積、主熱交換部７の管外伝熱面積、補助熱交換部９のパス数、主熱交換部７のパス数、補助熱交換部９の伝熱管の内径および主熱交換部７の伝熱管の内径の具体的な数値を用いて判断することができる。すなわち、冷媒の一部をバイパスさせるのがよいかどうかを、室内熱交換器５の仕様から判断することができる。

前述した、たとえば、図５および図１０に示されるシミュレーション条件では、第１パス数ｉは１だけであり、第２パス数ｊは、４と８とであり、
ΔＰ_ｓｕｂ＝Ａ_{１，Ｏ，ｓｕｂ}・１^{－１．７５}・（ｄ_{１，ｓｕｂ}）^{－４．７５}、
ΔＰ_ｍａｉｎ＝Ａ_{４，Ｏ，ｍａｉｎ}・４^{－１．７５}・（ｄ_{４．ｍａｉｎ}）^{－４．７５}＋Ａ_{８，Ｏ，ｍａｉｎ}・８^{－１．７５}・（ｄ_{８．ｍａｉｎ}）^{－４．７５}、
Ａ_{Ｏ，ｓｕｂ}＝Ａ_{１，Ｏ，ｓｕｂ}、
Ａ_{Ｏ，ｍａｉｎ}＝Ａ_{４，Ｏ，ｍａｉｎ}＋Ａ_{８，Ｏ，ｍａｉｎ}、
となる。これらの式に具体的な数値を代入することで、γの値が算出される。

図１０に示されるシミュレーション条件の場合、
ΔＰ_ｓｕｂ／（ΔＰ_ｓｕｂ＋ΔＰ_ｍａｉｎ）＝０．００１８５／０．００３４９＝０．５３、
Ａ_{Ｏ，ｓｕｂ}／（Ａ_{Ｏ，ｓｕｂ}＋Ａ_{Ｏ，ｍａｉｎ}）＝１６／６４＝０．２５、
となり、
γ＝０．５３／０．２５＝２．１２、
となる（図１４のシミュレーション条件Ｎｏ．９、Ｎｏ．１０参照）。

同じ要領で、シミュレーション条件Ｎｏ１～Ｎｏ，１６のそれぞれについて、算出されたγの値を、図１４に併せて示す。図１４に示されるように、γの値が比較的高い場合には、αの値との差が比較的小さいことがわかる。一方、γの値が比較的低い場合には、αの値との差が比較的大きくなっていることがわかる。これは、γを算出する式１２では、室内熱交換器５内において、乾き度等が変化する影響等を無視しているためであると考えられる。

ここで、算出されたγの値とキャピラリーチューブを流れる冷媒の流量係数Ｃｖ値との関係について説明する。定格冷房の場合のγの値と流量係数Ｃｖ値との関係を図１７に示す。中間冷房の場合のγの値と流量係数Ｃｖ値との関係を図１８に示す。

上記のように、γの値が比較的高い場合には、αの値との差が比較的小さく、γの値とαの値とが接近しているため、γの値とαの値とが比較的大きな値の範囲（γ≧２．１２、α≧２．８７）において議論する。

γの値およびαの値が大きければ大きいほど、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失の影響が大きくなるため、バイパス配管に流す冷媒の量を増やし、補助熱交換部９における冷媒の圧力損失を減らした方がよいと考えられる。すなわち、γの値およびαの値が大きければ大きいほど、キャピラリーチューブを流れる冷媒の流量係数Ｃｖ値は大きくなると考えられる。

定格冷房の場合の相関係数は０．７６であり、中間冷房の場合の相関係数は０．９４である。γの値とキャピラリーチューブを流れる冷媒の流量係数Ｃｖ値との間には相関があることがわかる。定格冷房の場合には、γの値が、２．１２≦γ≦４．３８では、流量係数Ｃｖ値は、０．１０≦Ｃｖ値≦０．２０である。中間冷房の場合には、γの値が、２．１２≦γ≦４．３８では、流量係数Ｃｖ値は、０．０４≦Ｃｖ値≦０．０７である。

ここで、発明者は、定格冷房および中間冷房以外の運転条件によっては、γの値が、２．１２≦γ≦４．３８の場合において、流量係数Ｃｖ値が、０．０７≦Ｃｖ値≦０．１０の値も取り得る場合があると考えた。そこで、発明者は、γの値が、２．１２≦γ≦４．３８では、流量係数Ｃｖ値は、０．０４≦Ｃｖ値≦０．２になると考えた。

また、定格冷房の場合には、γの値が、５．０７≦γ≦６．５２では、流量係数Ｃｖ値は、１．００≦Ｃｖ値≦１０．００である。中間冷房の場合には、γの値が、５．０７≦γ≦６．５２では、流量係数Ｃｖ値は、Ｃｖ値＝０．１である。先ほどと同様に、定格冷房および中間冷房以外の運転条件によっては、γの値が、５．０７≦γ≦６．５２の場合において、流量係数Ｃｖ値が、０．１０≦Ｃｖ値≦１．００の値も取り得る場合があると考えた。そこで、発明者は、γの値が、５．０７≦γ≦６．５２では、流量係数Ｃｖ値は、０．１０≦Ｃｖ値≦１０になると考えた。

このシミュレーションによる評価結果から、発明者は、室内熱交換器５の具体的な構造に基づいて算出されるγの値に応じて、キャピラリーチューブ１５を流れる冷媒の流量係数Ｃｖ値を調整することで、空気調和機の冷房能力（熱交換性能）を向上させることができると考えた。

なお、上述した空気調和機の室内熱交換器５として、側方から見た補助熱交換部９および主熱交換部７が、アルファベットのＷのように配置された室内熱交換器５を例に挙げて説明した。室内熱交換器５としては、図１９に示すように、側方から見た補助熱交換部９および主熱交換部７が、山型に配置された室内熱交換器５にも適用することが可能である。このような配置は、一般的なルームエアコンに採用されている。

また、上述した空気調和機の室内熱交換器５では、補助熱交換部９のフィンと主熱交換部７のフィンとが、互いに接触していない場合について説明したが、図１９に示されるように、補助熱交換部９のフィンの一部と主熱交換部７のフィンの一部とが接触していてもよい。さらに、主熱交換部７、補助熱交換部９およびバイパス配管１３等を備えた熱交換器を、室内熱交換器５に適用した場合について説明したが、室外熱交換器２５に適用してもよい。

各実施の形態において説明した熱交換器については、必要に応じて種々組み合わせることが可能である。

今回開示された実施の形態は例示であってこれに制限されるものではない。本発明は上記で説明した範囲ではなく、特許請求の範囲によって示され、特許請求の範囲と均等の意味および範囲でのすべての変更が含まれることが意図される。

本発明は、主熱交換部および補助熱交換部を備えた熱交換器に有効に利用される。

１ 空気調和機、３ 室内機、５ 室内熱交換器、７ 主熱交換部、８ 伝熱管、９ 補助熱交換部、１０ 伝熱管、１１ 室内送風ファン、１３ バイパス配管、１５ キャピラリーチューブ、１７ 逆止弁、１９ 分配器、２１ 室外機、２３ 圧縮機、２３ａ 吐出口、２３ｂ 吸入口、２５ 室外熱交換器、２７ 四方弁、２９ 減圧器、３１ 室外送風ファン、３３ 冷媒配管、３５ 接続配管、４１ 壁、４３ 挿通口、４５ 屋内側、４７ 屋外側、Ｐ１ 第１ポート、Ｐ２ 第２ポート、Ｐ３ 第３ポート、Ｐ４ 第４ポート、Ｒ１ 冷媒入口、Ｒ２ 冷媒出口。

Claims (9)

1. 冷房能力として、定格冷房能力４ｋＷから８ｋＷまでのうちのいずれかの冷房能力を少なくとも有する熱交換器であって、
   複数の第１伝熱管が配置された第１熱交換部と、
   前記第１熱交換部に直列に接続され、複数の第２伝熱管が配置された第２熱交換部と、
   前記第１熱交換部に対して、前記第２熱交換部に接続されている側と、前記第２熱交換部に接続されている側とは反対側とを繋ぐ態様で並列に接続されたバイパス配管と
   を備え、
   前記第１熱交換部および前記第２熱交換部が蒸発器として機能する場合では、
   冷媒は、前記第１熱交換部および前記バイパス配管のそれぞれを流れた後に前記第２熱交換部を流れ、
   前記冷媒が前記第１熱交換部を流れる際の第１圧力損失をΔＰ_１とし、
   前記冷媒が前記第２熱交換部を流れる際の第２圧力損失をΔＰ_２とし、
   前記第１熱交換部の第１伝熱管外伝熱面積をＡ_Ｏ，１とし、
   前記第２熱交換部の第２伝熱管外伝熱面積をＡ_Ｏ，２とし、
   αを式１、
   α＝（ΔＰ_１／（ΔＰ_１＋ΔＰ_２））／（Ａ_Ｏ，１／（Ａ_Ｏ，１＋Ａ_Ｏ，２）） … 式１、
   によって算出される値とすると、
   前記αは、
   α≧１．８７、
   を満たす、熱交換器。
2. 前記定格冷房能力として４ｋＷを有し、
   前記αは、
   α≧４．５、
   を満たす、請求項１記載の熱交換器。
3. 前記第１熱交換部では、前記冷媒が流れる少なくとも１つの経路を有する第１経路が形成され、
   前記第２熱交換部では、前記冷媒が流れる少なくとも１つの経路を有する第２経路が形成され、
   前記第１経路の前記経路の数を第１パス数とし、
   前記第２経路の前記経路の数を第２パス数とし、
   前記第１経路における前記第１パス数ｉを有する経路について、
   前記第１伝熱管外伝熱面積を、Ａ_ｉ,ｏ,１とし、
   前記第１伝熱管の内径を、ｄ_ｉ,１とすると、
   前記第１パス数ｉを有する前記経路の第１部分圧力損失は、Ａ_ｉ,ｏ,１・ｉ^{－１．７５}・（ｄ_ｉ,１）^{－４．７５}によって表され、
   前記第１パス数の最大値をｎとすると、
   前記ΔＰ_１は、式２、
   

   

   によって表され、
   前記第２経路における前記第２パス数ｊを有する経路について、
   前記第２伝熱管外伝熱面積を、Ａ_ｊ,ｏ,２とし、
   前記第２伝熱管外の内径を、ｄ_ｊ,２とすると、
   前記第２パス数ｊを有する前記経路の第２部分圧力損失は、Ａ_ｊ,ｏ,２・ｊ^{－１．７５}・（ｄ_ｊ,２）^{－４．７５}によって表され、
   前記第２パス数の最大値をｍとすると、
   前記ΔＰ_２は、式３、
   

   

   によって表され、
   前記Ａ_Ｏ，１は、式４、
   

   

   によって表され、
   前記Ａ_Ｏ，２は、式５、
   

   

   によって表され、
   前記式２、前記式３、前記式４および前記式５を、前記式１に代入することによって算出される値をγとすると、前記γは、式６、
   

   

   によって表される、請求項１または２に記載の熱交換器。
4. 前記バイパス配管に取付けられた開閉弁を有し、
   前記開閉弁は、
   前記第１熱交換部および前記第２熱交換部が凝縮器として機能する場合には、閉じられた状態になり、
   前記第１熱交換部および前記第２熱交換部が蒸発器として機能する場合には、開けられた状態になる、請求項１～３のいずれかに記載の熱交換器。
5. 前記開閉弁は、逆止弁および電磁弁のいずれかを含む、請求項４記載の熱交換器。
6. 前記バイパス配管に取付けられ、前記バイパス配管を流れる前記冷媒の流量を調整する流量調整部を有する、請求項４または５に記載の熱交換器。
7. 前記流量調整部は、キャピラリーチューブおよび流量調整弁のいずれかを含む、請求項６記載の熱交換器。
8. 前記バイパス配管には、前記バイパス配管を流れる前記冷媒の流量を調整する流量調整部が設けられ、
   前記式６から算出される前記γの値が、２．１２≦γ≦４．３８では、
   前記流量調整部を流れる前記冷媒の流量係数Ｃｖ値は、
   ０．０４≦Ｃｖ値≦０．２、
   であり、
   前記γの値が、５．０７≦γ≦６．５２では、
   前記流量調整部を流れる前記冷媒の前記流量係数Ｃｖ値は、
   ０．１≦Ｃｖ値≦１０、
   である、請求項３記載の熱交換器。
9. 請求項１～８のいずれか１項に記載の熱交換器を備えた空気調和機であって、
   圧縮機、四方弁、室内機、膨張弁および室外機が、この順に冷媒配管によって環状に接続され、
   前記熱交換器は、前記室内機および前記室外機の少なくともいずれかに配置された、空気調和機。
   

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